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燃 燒 季 刊 Combustion Quarterly

第二十三卷 第二期 中華民國一百零三年五月出版

Vol. 23, No.2 May. 2014

目 錄

CONTENTS 編輯札記 2

江金龍、陳維新 乙烯醋酸乙烯酯/蒙脫土奈米複合材料熱穩定性及耐燃性質之研究 3

張銘坤、林佳穎、林學昌 以熱煙測試方法分析建築物居室火場煙層下降速率 16

蘇崇輝、陳永隆、潘永藍、李文傑 水蒸氣惰化含氧碳氫化合物之爆炸界限影響 29

劉上豪、廖建堯、林農凱、徐啟銘 火災時人員疏散時間經驗公式之評估 46

陳宇翔、呂牧蓁 運用 FDS 電腦模擬程式重建一個住宅火災事件 66

許育彰、紀人豪、賴冠廷 增程式電動機車研發及性能發展 78

朱力民、張崴縉、李卓昱、許哲嘉、吳正豐 徵稿說明 94

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編輯札記

本期共刊登六篇專業論文，分別來自國內各大專院校之研究成果。雲林科技

大學環安系張銘坤教授利用氫氧化鋁添加蒙脫土作為乙烯醋酸乙烯酯的無鹵耐燃劑，

依不同重量百分比乙烯醋酸乙烯酯／氫氧化鋁／蒙脫土之材料配方製備奈米複合材

料，提高奈米複合材料之耐燃性能；國立高雄第一科技大學環安系蘇崇輝教授參考

澳洲標準AS 4391-1999熱煙測試方式，以實驗室固定的空間體積、固定監測點位置，於煙霧室中進行不同釋放壓力與不同火源大小等數種放煙模式，由結果顯示，釋放

壓力影響與火源大小均對熱煙沉降速率明顯。溫度衰減曲線與火源大小較有關係；

雲林科技大學環安系徐啟銘教授團隊利用質能平衡之關係，假設絕熱火焰溫度不變

的條件下，探討含氧基碳氫化合物在以水蒸氣作為惰化劑，對其惰化混合物之爆炸

界限進行預測，並以實驗數據作為佐證。

弘光科技大學環安系呂牧蓁教授採用美國國家標準局所研發出來的軟體

--FDS+Evac探討SFPE消防工程手冊中所列之Melinek and Booth、Togawa及Pauls等人所提出之三種理論預估建築物發生火災時的疏散時間，而火災時疏散時間的長短是

決定人員是否能存活的重要關鍵；吳鳳科技大學消防系紀人豪教授以蒐集新竹新埔

火災現場勘查資料、照片，並以美國國家標準局所開發的電腦模擬程式(FDS+EVAC)進行火災現場重建模擬，以了解該住宅火災之火流分布、濃煙流動、溫度分佈及上

層溫度、CO及CO2濃度之變化、O2濃度之變化、煙層高度等火災危害因子之變化情形，

將分析結果與消防局火災調查科的火災調查鑑定資料相互印證，進而提出防火對策；

南台科技大學機械工程系張崴晉教授先將TGB Tapo二行程機車，修改為電動機車，再使用SHX1000發電機，將其與電動機車串聯，以此研發增程式電動機車。

本期的內容包含無鹵阻燃技術、火災熱煙測試、物質爆炸界限預測技術、火

災逃生避難模式、火災現場重建模擬及電動機車增程技術等面向，希望能讓讀者

更了解燃燒的多樣性，也請本刊讀者繼續支持及踴躍投稿本期刊，共同推動燃燒

科技之知識分享及研究交流，增進產業研發技術。

副總編輯 江金龍

總編輯 陳維新

3

乙烯醋酸乙烯酯/蒙脫土奈米複合材料熱穩定性及耐燃性質

之研究

The study of thermal stability and fire retardant systems of ethylene-vinyl acetate

copolymer/montmorillonitenanocomposites

張銘坤1、林佳穎2、林學昌3 Ming-Kuen Chang,Chia-Ying Lin, Hsueh-Chang-Lin

國立雲林科技大學環境與安全衛生工程系 Department & Graduate School of Safety Health & Environment Engineering,

National Yunlin University of Science and Technology

摘要

為了達到高分子材料本質化安全的目的，市面上之耐燃材料、電線電纜材料發

展已趨向低煙、無鹵素耐燃技術，許多高分子耐燃材料，需要添加高比例的金屬

水合物填料，填充量須高達 60%以上，以達到良好的耐燃標準，但是可能導致其缺乏彈性、力學性質差之問題。本研究利用氫氧化鋁添加蒙脫土作為 EVA 的無鹵耐燃劑，依不同重量百分比乙烯醋酸乙烯酯／氫氧化鋁／蒙脫土（0、1、2、3 wt%）之材料配方製備奈米複合材料，透過 XRD 試驗、拉伸試驗、DSC 分析、TGA 分析、LOI 試驗與 FE-SEM 分析，探討添加有機黏土（OMMT）之層間距離的變化、熱性質、機械性質與耐燃性質之研究。經 XRD 檢測結果顯示，利用十八胺改質蒙脫土層間距離，由 1.27 nm 擴大到 1.96 nm，使得有機高分子更易插層至黏土層間。在拉伸試驗中，OMMT 含量為 3 wt%時，有最佳的拉伸強度，所以，在無鹵素耐燃級 EVA 中，添加 3 wt%的 OMMT，氫氧化鋁添加量於 47 wt%時，有最佳的伸長率及耐燃性能（LOI 為 28），並能提高奈米複合材料之耐燃性能。 關鍵詞：蒙脫土、乙烯醋酸乙烯酯、耐燃劑、熱穩定性

1張銘坤，國立雲林科技大學環境與安全衛生工程系，副教授 E-mail：changmk@yuntech.edu.tw 2林佳穎，國立雲林科技大學環境與安全衛生工程系，碩士 3林學昌，國立雲林科技大學環境與安全衛生工程系，碩士班研究生

mailto:changmk@yuntech.edu.tw

4

Abstract

To achieve the purpose of safety equipment and development of fire retardant and wire cable materials has trended to low smoke and halogen-free flame retardant technology in the business. However, many polymer flame retardant materials required a very high proportion of the metal hydrate filler within the polymer matrix（60 wt%）to achieve a suitable level of flame retardant, which may lead to a lack of flexibility, poor mechanical properties and problems during compounding. In this study, the aluminum hydroxide added montmorillonite（MMT）as the halogen-free flame retardant of EVA, according to the different EVA/ATH/MMT（0, 1, 2, 3 wt%）weight percentage of the preparation of nanocomposite material formulation. And through the XRD test, tensile test, DSC analysis, TGA analysis, LOI test and FE-SEM analysis to explore the addition of organic modified clay（OMMT）and researched the layer-distance, thermal properties, mechanical properties and flame retardant properties. In addition, use XRD to make the characterization analysis, it is found that increasing the polymers into the MMT, layer-distance increased from 1.27 nm to 1.96 nm when used the octadecylamine modified the MMT. For the tensile test, it is found that the montmorillonite weight percentage 3 wt% has the best tensile strength. In addition, the halogen-free flame retardant grade of EVA are added the OMMT in 3 wt%, the composition of nanocomposites was 47 wt% of the ATH filler has the best elongation and fire retardant （LOI was 28）. Improvements in tensile and flame retardant properties were observed in nanocomposites.

Keywords:flame retardant、ethylene vinyl acetate、montmorillonite、thermal stability

一、前言

近年來，高分子材料廣泛應用於民生、國防及一般工業上，與人們日常生

活息息相關。聚合物/蒙脫土奈米複合材料發展相當迅速，由於其在耐燃性、力學性、阻隔性能等及應用方面優於一般的聚合物材料，已成為當今聚合物材料基

礎研究和應用開發的研究議題[1,2]。 高分子複合材料是在高分子材料中加入一些無機填充物作為填充材料或補

強劑[3-5]，例如：黏土、玻璃纖維、碳黑、二氧化鈦和二氧化矽等[6,7]，這些填充材料的目的在降低成本和提升原材料之物理性質或化學性質[8,9]。聚合物/蒙脱土奈米複合材料之發展相當迅速，尤其在耐燃性、力學性、阻隔性能等應用方

面，已成為現今聚合物材料基礎研究與應用開發的研究重點。根據研究指出，聚

合物／層狀奈米複合材料具有耐燃特性與奈米结構和無機物的分散程度相關。在

燃燒過程中奈米複合材料結構易被破壞[10]，材料表面在燃燒過程會形成多層矽

https://ndltd.ncl.edu.tw/cgi-bin/gs32/gsweb.cgi/ccd=Uhzozd/search?q=kwe=%22flame%20retardant%22.&searchmode=basichttps://ndltd.ncl.edu.tw/cgi-bin/gs32/gsweb.cgi/ccd=Uhzozd/search?q=kwe=%22ethylene%20vinyl%20acetate%22.&searchmode=basichttps://ndltd.ncl.edu.tw/cgi-bin/gs32/gsweb.cgi/ccd=Uhzozd/search?q=kwe=%22montmorillonite%22.&searchmode=basichttps://ndltd.ncl.edu.tw/cgi-bin/gs32/gsweb.cgi/ccd=Uhzozd/search?q=kwe=%22thermal%20stability%22.&searchmode=basic

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酸鹽奈米複合結構炭層，此炭層會產生屏障作用，並生成緊密的炭層結構形成炭

化作用來提高其阻燃能力。例如：聚合物添加蒙脫土系統就是利用上述概念來藉

此提升其耐燃性能[11,12]。 近年來，低煙無鹵素之難燃材料之產生，在產品的安全規範中，電子電器

產品之耐燃材料已趨向符合環保低煙、無鹵耐燃技術等需求發展，而應用於電線

電纜外層由原來PVC材料披覆材料逐漸改為環保型基材，例如：聚烯烴樹酯 (EVA、PP、PE) 等。例如：在低煙無毒性的材料中，聚合物之作用主要是增加電線電纜的柔軟性，一般常用的聚合物材料，例如：EVA（乙烯醋酸乙烯）、EEA（乙烯-丙烯酸乙酯）、EPDM（乙烯丙烯二烯共聚物）等[13]。

隨著科技的進步，環保意識的興起，人們對於生態及環境品質之要求也越

來越高，在生活用品及作業場所中，耐燃的等級及材料選擇，也趨向無鹵素耐燃

劑的方向發展，例如電子電器產品使用時安全性考量之下，設計上都必須符合耐

燃之等級要求像 LOI 、UL94 等標準。氫氧化鋁耐燃劑具有上述低煙無鹵素之優點，所以有些電子及電器產品改用添加耐燃之高分子材料，因此，本研究針對

耐燃等級及複合材料性質來進行探討。 本研究利用熔融插層法製備乙烯醋酸乙烯酯共聚物 /改質蒙脫土

（EVA/OMMT）奈米複合材料[14-16]，探討奈米複合材料添加有機黏土（OMMT）之層間距離的變化與其影響[17-19]。奈米複合材料中也添加氫氧化鋁(ATH)耐燃劑，經過高溫型萬馬力機進行混煉與造粒，利用射出成型機射出啞鈴型試片來進

行性質測試分析。並分析不同含量的有機蒙脫土及氫氧化鋁之摻雜量，對於奈米

複合材料之耐燃特性、熱穩定性質和機械性質之影響[20]。

二、實驗

2.1 實驗材料 本研究使用之奈米複合材料之組成如表一所示，包含下列成分。

(1)乙烯/醋酸乙烯酯共聚物（EVA, UE629, 台灣聚合化學品股份有限公司） (2)十八烷基胺（Octadecylamine, 98% , Alfa Aesar） (3)氫氧化鋁（Alumina Trihydrate, 極東貿易股份有限公司） (4)蒙脫土（Montmorillonite, 環綺國際貿易股份有限公司） 2.2 有機改質蒙脫土之製備 (1)取 20 g 蒙脫土（CEC=92 meq/100g）加入 1000 ml 去離子水中，室溫下攪拌 6

小時，稱為 A 溶液。 (2)取 4.96 g 之 Octadecylamine 溶於 50 ml 去離子水中，並加入適當鹽酸，攪拌三

小時，稱為 B 溶液。 (3)將 B 溶液倒入 A 溶液中，加熱至 80℃並持續攪拌 3 小時。

6

(4)待反應完成後，以去離子水洗滌過濾，並以AgNO3滴定至無白色沉澱。 (5)真空乾燥 24 小時，研磨過篩，得到有機黏土。 2.3 乙烯醋酸乙烯酯-氫氧化鋁/黏土之混煉/射出 (1)依據不同的重量百分比乙烯醋酸乙烯酯／氫氧化鋁／蒙脫土（0wt %、1wt%、

2 wt %、3 wt %）之材料配方。 (2)置於混煉機中進行混煉，溫度設定為 60-70 ℃，攪拌時間為 20 分鐘。 (3)將複合材料熔融物質，由高溫型萬馬力機混練出，再經造粒機切粒後，即可

得實驗所需 EVA-ATH/MMT 複合材料。 (4)先將已混煉之樣本加熱到所需溫度。 (5)啟動加熱器加熱並測試射出壓力、速度及冷卻時間之條件。 (6)射出成型，平均 1 分鐘可射出ㄧ片試片。

表一 奈米複合材料之組成

Sample formulation Sample composition (wt%)

EVA ATH OMMT MMT neat EVA 100 0 0 0 EVA/ATH 40 60 0 0 EVA-ATH/OMMT-1 50 49 1 0 EVA-ATH/OMMT-2 50 48 2 0 EVA-ATH/OMMT-3 50 47 3 0 EVA-ATH/MMT-1 50 49 0 1 EVA-ATH/MMT-2 50 48 0 2 EVA-ATH/MMT-3 50 47 0 3

2.4 實驗分析

利用氫氧化鋁添加蒙脫土作為 EVA 的無鹵耐燃劑，依不同重量百分比乙烯醋酸乙烯酯／氫氧化鋁／蒙脫土（0、1、2、3 wt %）之材料配方製備奈米複合材料，透過 XRD 試驗（2θ=1.5~15°）觀察蒙脫土層間距離之變化；並以拉伸試驗來測定材料之機械性質。使用 TGA 及 DSC 測試奈米複合材料之熱性質影響；實驗中也利用極限氧指數儀檢測材料之耐燃等級，並用 FE-SEM 觀察複合材料之分散情況。

7

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

1000

1.5 3.0 4.5 6.0 7.5 9.0 10.5 12.0 13.5 15.0

2θ (degree)

Inte

nsi

ty (

cps)

(1) Na+-MMT

(2) OCT-MMT

(1)

(2)

0

4

8

12

16

20

0 wt% 1 wt% 2 wt% 3 wt%clay content (%)

tens

ile s

tren

gth

(MPa

)

EVA-ATH/OMMTEVA-ATH/MMT

三、結果與討論

3.1 有機黏土之 XRD 分析 XRD結果如圖一顯示，未改質蒙脫土，其矽酸鹽層（001）晶格繞射峰之 2θ

角為 6.97° 有Peak 產生，經過布拉格公式求得層間距（d-spacing）為 12.7 Å。以改質劑十八烷基胺處理後之MMT，其矽酸鹽層（001）晶格繞射峰之 2θ角為4.5°，層間距（d-spacing）為 19.6 Å，改質前後相差 6.9 Å。由結果可知，改質劑十八胺的碳長鏈，確實能夠進入黏土矽酸鹽層與Na+進行交換反應，使得層間距離變大。經X-Ray結構分析，有效撐開層間距離由 1.27 nm擴大到 1.96 nm，可使有機高分子更易插層至黏土層間。

圖一、Na+-MMT與Oct-MMT之XRD圖

3.2 拉伸試驗 拉伸試驗結果 EVA-ATH/OMMT 與 EVA- ATH/MMT 複合材料與抗拉強度比

較圖，由圖二得知，隨著蒙脫土添加量之增加，抗拉強度（tensile strength）呈現上升趨勢。對於 EVA 複合材料添加 3 wt% MMT 有最大的拉伸強度，為 12.58 MPa及 14.26 MPa，與純 EVA 的 8.23 MPa 相比，增加了 52.86 %和 73.27%。

圖二、EVA-ATH/MMT組成之複合材料拉伸試驗圖

8

0

20

40

60

80

100

120

0 wt% 1 wt% 2 wt% 3 wt%clay content (%)

Tm

(℃)

EVA-ATH/OMMTEVA-ATH/MMT

EVA-ATH / OMMT 與 EVA-ATH / MMT複合材料添加 1 wt %時，拉伸強度

與伸長率相差不多。而以 MMT 合成的奈米複合材料比未添加 MMT 的強度改善程度稍顯提升，如表二所示；黏土的加入也進一步降低了其延展性，不同的添

加量對EVA體系具有一定的影響力。

表二 奈米複合材料之機械性質

Sample 拉伸強度 (MPa) 伸長率 (%)

neat EVA 8.23 72.48 EVA/ATH 17.43 21.08 EVA/ATH/OMMT-1 11.65 60.62 EVA/ATH/OMMT-2 11.69 43.81 EVA/ATH/OMMT-3 12.58 42.20 EVA/ATH/MMT-1 11.36 60.72 EVA/ATH/MMT-2 11.86 53.09 EVA/ATH/MMT-3 14.26 42.20

圖三、EVA-ATH/MMT 組成之奈米複合材料 DSC 試驗圖

3.3 DSC 試驗 DSC觀察EVA複合材料比較結果，圖三顯示熔點（Tm）並無明顯改變，表示

添加蒙脫土並未能明顯將乙烯醋酸乙烯酯之Tm呈向後趨勢；而添加MMT及Oct-MMT，並未能明顯提升奈米複合材料的熔點。

3.4 TGA 試驗

圖四為純乙烯醋酸乙烯酯 ( EVA, 18%VA）在氮氣環境下，在室溫下以每分

9

0

20

40

60

80

100

120

25 150 275 400 525 650

Temperature (℃)

Wei

ght (

%)

-4

-3.5

-3

-2.5

-2

-1.5

-1

-0.5

0

0.5

Der

ivat

ived

wei

ght (

mg/

min

)

(1)TGA(2)DTG

(1)

(2)

20

30

40

50

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70

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90

100

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25 150 275 400 525 650

Temperature (℃)

Wei

ght (

%)

-2

-1.5

-1

-0.5

0

0.5

Der

ivat

ived

wei

ght (

mg/

min

)

(1)TGA

(2)DTG

(1)

(2)

鐘10℃的升溫速率至700℃，EVA的降解反應分為兩個連續的分解階段過程。第一階段降解溫度從280℃到350℃，降解生成acetic acid並形成雙鍵和交聯；而第二階段從350℃到430℃，會進一步產生自由基斷裂（非氧化降解反應）或受熱燃燒（氧化降解反應），導致主鏈的熱降解過程。

圖四、純乙烯醋酸乙烯酯之TGA-DTG圖

圖五為TGA觀察到EVA-ATH/OMMT-1有二個階段的熱重損失。首先，第一

階段降解溫度涉及氫氧化鋁的脫水反應，發生在240℃到340℃，實驗結果顯示脫乙酰化（損失醋酸）發生較早，比純EVA和第二個階段聚合物分解保持不變。而

圖五、EVA-ATH//OMMT-1之TGA-DTG圖 這在較低溫度下第二個階段的分解為氫氧化鋁和EVA/-ATH/MMT奈米複合

材料形成保護層間的關係。由此可發現，在降解過程中產生的氫氧化鋁分解所剩

下的氧化鋁或水會形成阻止或破壞的保護層，而影響EVA/-ATH/MMT奈米複合材料的降解過程。

10

0

20

40

60

80

100

120

0 100 200 300 400 500 600Temperature (℃)

Wei

ght (

%)

(1) EVA/ATH/OMMT- 1(2) EVA/ATH/OMMT- 2(3) EVA/ATH/OMMT -3(4) neat EVA (4)

(1) (2) (3)

0

20

40

60

80

100

120

0 100 200 300 400 500 600Temperature (℃)

Wei

ght (

%)

(1) EVA/ATH/MMT-1(2) EVA/ATH/MMT-2(3) EVA/ATH/MMT-3(4) neat EVA

(1) (2) (3)

(4)

圖六與圖七分別是 EVA-ATH/OMMT 與 EVA-ATH/MMT 組成之奈米複合材料 TGA 曲線圖，實驗結果顯示，添加耐燃劑之作用為減緩材料的氧化分解，其耐燃功能是通過不可燃的成份覆蓋正在分解的材料，由 TGA 分析曲線圖得知，當含有耐燃劑的樣品燃燒後耐燃劑成功地撲滅尚未燃燒的樣品，並阻止其進一步

氧化，耐燃劑添加高比例時，會導致 EVA-ATH/OMMT 與 EVA-ATH/MMT 組成之奈米複合材料熱穩定性下降。

圖六、EVA-ATH/OMMT 之 TGA 曲線圖

圖七、EVA-ATH/MMT 之 TGA 曲線圖

11

0

10

20

30

40

0 wt% 1 wt% 2 wt% 3 wt%clay content (%)

LOI (

%)

EVA-ATH/OMMT

EVA-ATH/MMT

純的乙烯醋酸乙烯酯如前述圖四所示，初始裂解溫度為307℃；由表三得知，蒙脫土與改質蒙脫土添加量為 1 wt%、2 wt%、3 wt%時，初始裂解溫度則分別為242℃、251℃及 252℃與 257℃、263℃及 266℃。即添加蒙脫土並未能改變乙烯醋酸乙烯酯的初始裂解溫度（Td）。當溫度升高時，由於奈米複合材料之乙烯醋酸乙烯酯的基材裂解溫度小於蒙脫土，故溫度升高時，乙烯醋酸乙烯酯會比蒙脫

土更快產生裂解現象。不管蒙脫土之添加量多寡，均未影響樹酯初始裂解溫度。

表三 各種組成奈米複合料之熱烈解溫度(Td)

Sample Td（℃） for loss in nitrogen neat EVA 307 EVA/ATH 291 EVA/ATH/OMMT-1 257 EVA/ATH/OMMT-2 263 EVA/ATH/OMMT-3 266 EVA/ATH/MMT-1 242 EVA/ATH/MMT-2 251 EVA/ATH/MMT-3 252

3.5 LOI 試驗

極限氧指數（LOI）為複合材料在氧、氮混合氣流中維持平穩燃燒所需之最低氧濃度，通常以氧在混合氣體中所占的體積比來表示。材料 LOI 值超過 21%，說明該材料具有耐燃性能，其 LOI 值越高表示其耐燃性能越好。由圖八可發現，在未添加耐燃劑及蒙脫土的純原料 EVA 的 LOI 值為 23，表示其較不易燃燒，然而在加入耐燃劑及改質蒙脫土後，可使得 LOI 值提升到 28，效果最為顯著，且EVA 奈米複合材料組成之極限氧指數（LOI），依等級分類≧26 為達到難燃性。

圖八、EVA-ATH/MMT 之奈米複合材料 LOI 比較圖

由表四可觀察到 100%EVA 與 40%EVA 加入 60%耐燃劑氫氧化鋁作比較，

12

極限氧指數由 23 上升至 33，而添加改質蒙脫土 LOI 值比未改質蒙脫土堤升高 2個 LOI 等級。EVA-ATH/MMT 之 LOI 為 26，EVA-ATH/OMMT 之 LOI 為 28，可知一般電纜電線配方（40/60 wt%）比添加少量蒙脫土，其耐燃性效果較佳。並發現添加有機改質蒙脫土能明顯改善材料的耐燃性能。

表四 各種組成奈米複合料之極限氧指數(LOI)

Samples EVA (wt %) ATH

(wt %) O2 (%)

neat EVA 100 23 EVA/ATH 40 60 33 EVA/ATH/OMMT-1 50 49 28 EVA/ATH/OMMT-2 50 48 28 EVA/ATH/OMMT-3 50 47 28 EVA/ATH/MMT-1 50 49 26 EVA/ATH/MMT-2 50 48 26 EVA/ATH/MMT-3 50 47 26

3.6 FE-SEM 觀察

本研究將EVA-ATH添加不同比例之OMMT（0、1、2、3 wt%），經熱壓製成試片， 圖九、EVA-ATH/OMMT-1奈米複合材料之FE-SEM圖 (×10,000)

使用場發射掃描式電子顯微鏡(FE-SEM)進行奈米複合材料的層狀結構的觀察與分析。由圖九為奈米複合材料試片放大至10,000，從顯微結構觀察複合材料呈現剝離狀，有如翻頁鬆散般的聚集。圖十為放大倍率至30,000倍相片，可觀察到奈米複合材料平滑緊密堆疊之層狀結構的表面，奈米複合材料中蒙脫土含量分別為

1 wt%的FE-SEM分析圖，由此顯示，添加clay有提高分散的效果。

13

圖十、EVA-ATH/OMMT-1奈米複合材料之FE-SEM圖 (×30,000)

四、結論與建議

1. 以十八烷基胺（Octadecylamine）改質蒙脫土，使蒙脫土由親水性變成親油性，層間距離由1.27 nm擴大到1.96 nm，有效撐開層間距離，可使聚合物單體或有機高分子更易插層到蒙脫土層間。

2. 由XRD結果顯示，當EVA單體插層到有機改質蒙脫土層間，有機改質蒙脫土會被EVA所剝落，形成脫層型奈米複合材料。

3. 由拉伸試驗結果顯示，隨著蒙脫土添加量之增加，抗拉強度呈上升趨勢，使機械性質獲得改善，而在蒙脫土為3 wt%時，機械性質有較佳的趨勢，可見蒙脫土的加入，能提高EVA基材的力學性能。

4. EVA奈米複合材料在楊氏係數方面，鈉蒙脫土與有機改質蒙脫土，皆隨著蒙脫土含量的增加，楊氏係數都有增加的趨勢。添加無機材料來形成有機/無機高分子複合材料，藉以補強高分子材料機械強度不佳的缺點，讓材料

變的較硬，所以，斷裂伸長率皆隨黏土添加量的增加而降低。 5. 在熱性質方面，以DSC量測結果得知其Tm並無明顯改變；TGA量測結果得

知EVA-ATH/MMT組成之奈米複合材料，其裂解溫度並無隨著蒙脫土添加量的增加而有明顯上升的趨勢，溫度皆低於純EVA裂解溫度（306.51℃），顯然添加高比例之耐燃劑和降解過程，可能使複合材料熱性質呈下降趨

勢。 6. 由極限氧指數分析結果得知，添加改質之蒙脫土LOI值比未改質高2個LOI

等級。EVA-ATH/MMT之複合材料LOI為26，EVA-ATH/OMMT之複合材料LOI為28，效果最為顯著，且EVA奈米複合材料組成之極限氧指數（LOI），依等級分類≧26為達到難燃性，可知改質過之蒙脫土能提升耐燃性。在無鹵耐燃級EVA中，添加3 wt%的蒙脫土，氫氧化鋁添加量於47 wt%時，有最佳的拉伸強度及耐燃性。

7. 場發射掃描式電子顯微鏡（FE-SEM）觀察有機改質蒙脫土微結構中，奈米復合材料平滑緊密堆疊之層狀結構表面，以片狀均勻分布在EVA基材中，EVA-ATH/OMMT-3比EVA-ATH/OMMT-1、EVA-ATH/OMMT-2縝密的排列

14

結構，更容易讓MMT均勻分散並嵌入高分子中。 8. 蒙脫土的加入會降低其延展性，有機改質蒙脫土與ATH複合實用能夠提高

EVA的耐燃性能，這有可能在不降低耐燃等級下，實現降低ATH的添加量，並能改善耐燃材料的物理機械性能及其他性能。另外，希望能進一步嘗試

其他有機改質蒙脫土與其他常規耐燃添加劑的配合使用。

五、參考文獻

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16

以熱煙測試方法分析建築物居室火場煙層下降速率

Decline Rate of the Smoke Layer in Building Compartments Fire by Hot Smoke Test

蘇崇輝1

C. H. Su1 國立高雄第一科技大學環境與安全衛生工程系

Department of Safety, Health and Envirormental Engineering, National Kaohsiung First University of Science and Technology

陳永隆2、潘永藍2 Y. L. Chen2, Y. L. Pan2

吳鳳科技大學消防研究所 Department of Fire Science, Wufeng University

李文傑3 W. J. Li3

吳鳳科技大學光機電暨材料研究所 Graduate School of Opto-Mechartronics and Materials, Wufeng University

摘要

火場中濃煙為人員致命的重要因素之一，因此建築物排煙系統扮演重要的維

生角色。排煙系統之有效性將十分重要。國際間常見以全尺度熱煙測試進行排煙

系統效能的分析。測試過程中，熱煙煙層下降速率快慢為主要的判斷關鍵因素之

一。本研究參考澳洲標準 AS 4391-1999 熱煙測試方式，以實驗室固定的空間體積、固定監測點位置，於煙霧室中進行不同釋放壓力與不同火源大小等數種放煙

模式。過程由「煙能見度量測儀」記錄量測值，採用 Lambert－Beer 定律，以平行單色可見光的衰減原理，作為濃煙分布的定量化量測，據以比較二種不同釋放

壓力的發煙量以及二種不同火源及五點量測座標點來分析能見度和煙沉降速率

的相互關係。由結果顯示，釋放壓力影響與火源大小均對熱煙沉降速率明顯。溫

度衰減曲線與火源大小較有關係。

關鍵字：煙沉降速率、煙控系統、火場熱煙全尺度試驗、Lambert-Beer 定律 1國立高雄第一科技大學 環境與安全衛生工程系 E-mail: such@nkfust.edu.tw 2吳鳳科技大學 消防研究所 3吳鳳科技大學 光機電暨材料研究所

17

Abstract Since the smoke is one of the factors in death in the fire accident, the smoke

exhaust systems of buildings are the crucial subsistence equipments. Therefore, the effectiveness of the smoke exhaust system is very important. Full-scale hot smoke tests were used to analyze the performance of the smoke exhaust system in building devices. Decrease the rate of hot smoke layer is usually one of the critical judgments factors in the testing process. Reference to AS 4391-1999 hot smoke tests, the study set up some monitoring sites in the fixed laboratory space to record the smoke distribution in different release pressures and fire sizes and a few other fire sources put the smoke patterns in the smoke chamber. Parallel monochromatic visible attenuation principle was adopted in the present study. The attenuation values were recorded in smoke visibility measurement instrument, using the Lambert-Beer law, during the entire testing process. Quantitative of smoke distribution were measured. The results showed that the release pressure and fire size had the significant impact on the decline rate of fire smoke. The relationship of temperature attenuation and fire source were more significant.

Keywords: The decline rate of smoke, Smoke control system, Full-scale hot smoke test, Lambert-Beer's law

一、前言

1.1 火場之濃煙危害性 火災發生時，火場產生大量濃煙，往往是火場主要的致命因素(Alarie, 2002;

Kobes et al., 2010)。建築物火災中的煙是明顯危害著人員生命安全並且值得探討。1980 年 11 月 21 日，美國拉斯維加斯大型賭場之一美國米高梅飯店發生大火，造成 85 人死亡，600 多人受傷。其中 67 人係由濃煙致死的(Bryan, 1983)。2009年 3 月 2 日凌晨，台北市白雪大旅社發生火災事故，火勢雖然在 30 分鐘內撲滅，因濃煙造成包含 3 名外籍人士在內 7 人死亡，及 1 重傷之不幸。為台北市 15 年來重大公共火災安全事件，引起有關機關重視(Kuo , 2010)。

除生理層面之影響外，火場中濃煙的掩蔽也會使人員視覺無法直接觀察週遭

環境，產成心理的恐慌。導致對避難逃生時的決策產生錯誤(Paul et al., 2008; 蘇崇輝等 2011, 2012)。

1.2 排煙系統效能

建築物的煙控系統在火場中扮演重要的維生角色。在建築法規中強調火災的

危害性與許多火災科學研究的完成也被法規所節錄與引用。各種建築物的煙控策

略紛紛產生，主要原理為利用建築物特徵進行蓄煙、防煙區劃、自然排煙或機械

18

式強制排煙等煙控措施，使濃煙不致擴散至非起火空間或樓層，營造一有利火場

逃生因素。現今諸多研究，針對建築物火災發生後，濃煙的分布與排煙的系統有

效性進行分析(Chow, 2005; Su et al., 2011; 陳清吉, 2011；姚建忠, 2011；陳春利, 2013)。

目前台灣地區對於建築物排煙系統之效能規定，主要為「各類場所消防安全

設備設置標準」第 188 條第 8 款之內容，排煙機排煙量應大於每分鐘一百二十立方公尺。在一防煙區劃時，在該防煙區劃面積每平方公尺每分鐘一立方公尺以上；

在二區以上之防煙區劃時，在最大防煙區劃面積每平方公尺每分鐘二立方公尺以

上(內政部消防署, 2013)。

1.3 全尺度熱煙測試 濃煙的量測與定量化分析，為重要的關鍵。過去常見的方法為 NFPA(National

Fire Protection Association) 92B「煙控系統設計指引」的煙濃度 N %法則(Ferreira, 2012)，惟量測過程為使用高溫的燃燒物質。國際間已有不少煙層高度量測的火場熱煙全尺度試驗，例如澳洲國家標準「AS 4391-1999 Smoke management systems - Hot smoke test」(Chow, 2005)實驗規範、中國大陸 2012 年實施的「GA/T 999-2012 防排煙系統性能現場驗證方法─熱煙試驗法」(中國消防標準化技術委員會, 2012)、日本「JIS. A4303. -1994. 排煙設備の検査標準. Inspection standard of smoke exhaust equipment.」(JISC, 1994)、美國冷凍空調協會(ASHRAE) Guideline 1.5-2012 - The Commissioning Process for Smoke Control Systems(ASHRAE, 2012)，進行煙控系統的有效性測試。

圖 1 為澳洲國家標準 AS 4391-1999 發煙配置情況。圖 2 為日本國家標準 JIS. A4303 排煙設備之檢查方式。煙層下降速率為重要的評估要點。先前判斷煙層之方式為以燈泡串為目視可透光標準。然而由圖 3 可以發現，黑煙與白煙之透光現象並不相同。如在排煙系統全尺度驗證過程中以一般黑煙方式判別能見度，將

會產生嚴重之誤判。 為避免上述缺失，本研究採用 Lambert-Beer 定律為主之煙能見度量測儀，進

行煙層遮光現象之判別(蘇崇輝, 2009；蘇崇輝等, 2010 與 2013)。

19

圖 1. 澳洲國家標準 AS 4391-1999 配置圖

圖 2. 日本國家標準 JIS. A4303 排煙設備之檢查方式

圖 3. 黑煙與白煙測試現象

二、實驗設備及方法

20

2.1 實驗設備 依據 AS4391 之標準，實驗的進行過程，紀錄資料有影像與數據。紀錄的影

像包含靜態相片與動態影片，由影像模擬人員於濃煙現場的視覺效果，觀察濃煙

之變化。記錄的數值為能見度變化之火場性質。相關實驗設備說明如下： (1) 測試場地

研究的測試場所位於 W 科技大學的煙霧實驗室。內部提供 10 公尺煙能見度之目視觀測。表 1 為空間說明，平面視圖如圖 4 所示。

表 1. 煙霧室空間說明 長度 10.40 m 寬度 8.80 m

天花板高度 2.70 m 內部樓地板面積 91.52 m2

空間體積 247.10 m3

煙霧室內配備發煙機、排煙設備及補氣口等設備，能以數種模式進行放煙及

排煙。為產生實驗所須之各種煙霧濃度變化，本研究利用發煙機本身放射壓力變

化，可以有效調整發煙量。

圖 4. 煙霧室平面視圖

(2) 火源設備

本實驗所使用之火盤與發煙器相關設備，其中火盤採用直徑1尺4吋之火盤，與澳洲國家標準「AS 4391—1999, Smoke mana- gement systems - Hot smoke test」規範中之A3尺寸同、燃燒面積為0.125㎡。發煙設備由發煙器、煙流導管及二氧化碳鋼瓶等組合而成。利用煙霧製造機，加熱至370℃，產生煙，製造火場的煙擴散效果。

為增加煙浮力，使用火盤燃燒甲醇，協助煙上升。經量測火盤上方的煙的溫

度為70至80℃，呈現良好的漂浮效果。實驗使用荷重元、記錄器記錄甲醇燃燒情

21

形，如圖5的結果。甲醇的燃燒熱值為5,420 cal/g，由計算得知燃燒速率及燃燒熱值分別為1.9 g/s與43.3 kW。每次測試的燃燒速率都相同。

圖 5. 火盤與燃料燒失率

(3) 發煙器 實驗採用的發煙機，如圖 6、7，為應用於全尺度煙控與防火避難等性能驗

證，模擬火場煙霧的設備。發煙器產生的白煙不會污染建築物，可長時間維持漂

浮在室內空氣中，為一款適合應用在建築物大空間與室內觀察煙霧流動情形的油

基（Oil Based）發煙材料。

圖 6. 發煙機發煙狀況

22

圖 7. 發煙機及 CO2 鋼瓶

煙霧通過 HEPA (High-Efficiency Particulate Absorption，高效率空氣微粒子過

濾網)過濾測試，粒子粒徑 0.2－0.3μm。發煙機的發煙方式為藉由驅動氣體（二氧化碳），釋放鋼瓶內的高壓氣體，推送發煙機所產生的白煙。 (4) 煙能見度量測儀

本研究自行開發設置一套雷射式煙層量測設備，如圖 8、9(蘇崇輝等, 2013)。以雷射光射穿煙層。由於煙霧對光線會產生吸收、反射與折射的效果，使照度計

量到的光強度減弱。經由分析光線的遮蔽值，可以取得煙變化的情形。發射端為

工業用小型雷射光頭，功率為 5 mW、波長為 650 nm。接收端為數位式照度計，具有感光的元件。光靈敏度特性為 380~780 nm。

圖 8. 煙能見度量測儀測試點位置圖

圖 9. 煙能見度量測儀配置情形

火場許多因素將影響火場的能見度，消光係數（K）與火場能見度具有相關

23

性。一些研究探討物品燃燒時的煙的光學密度，採用計算煙的消光係數。根據

Lambert beer 定律，當波長(Wavelength)為 λ 之光束(Luminous flux)通過煙層時，光束強度的減弱具有以下關係(Ijaz et al., 2013)：

( )KLII -exp0λλ = (1)

其中 0λI ：入射光之強度(cd)

λI ：透過煙層光之強度(cd) L ：煙層之厚度(m) K ：消光係數(m-1)

由研究的資料，整理發光物體在火場能見度(Visibility)與消光係數的關係式如下：

8=× SK (2) 其中 K ：消光係數(m-1)

S ：火場能見度(Visibility)(m) 另一套紀錄設備為利用影像錄影系統，可紀錄煙的動態分布情形。由記錄影

像，觀察煙層下降時光的遮蔽現象，可模擬人員在現場的視覺感受。 2.2 實驗步驟

為將發煙設備之熱煙煙層下降速率值予以定量化，本研究在兩種熱源(350cc x 1 皿、350cc x 2 皿)下，發煙器以不同的氣體釋放壓力值(40、80Psi)，進行空間煙層分佈影響的量側，及能見度(s)變化的情形。

以各監測點位置(A、B、C、D、E)為單位，在相同的時間，不同的氣體釋放量，對空間煙層分佈，使測量點高度不同(距樓地板面第一點高度 2.1m、第二點高度 1.8m)的情形下其能見度(S)變化的情形。

測試時，將驅動氣體鋼瓶設定在固定壓力。參與實驗人員進行教育訓練，以

了解實驗時之任務及熟悉儀器操作。試驗儀器並先行完成校正，以求實驗結果之

準確性。於進行測試前，確認測試現場防護設施完備。於實驗室內設置滅火器，

預防實驗當中突發狀況發生。 在相同的時間各個監測點同時所測量煙層分佈，因高度相差 30 公分，所量

測之能見度變化情形。測試次數為兩次，以進行結果比較。

三、實驗結果與討論

在實驗的過程中以數位錄影攝影機，分佈四個角落點，以影像記錄煙層變化

情形。在煙層變化當中觀察紅外線照度儀（Infrared illumination instrument）所發

24

射之紅外光在煙層煙霧中光軸所呈現之因煙霧阻檔光波行進路線的過程，並將其

記錄作為資料。 在實驗的過程中以數位錄影攝影機，分佈四個角落點，以影像記錄煙層變化

情形。在煙層變化當中觀察紅外線照度儀(Infrared illuminationinstrument)所發射之紅外光在煙層煙霧中光軸所呈現之因煙霧阻檔光波行進路線的過程，並將其記

錄作為資料。 圖 10 為測試現場濃煙擴散狀況，圖 11 為實驗現場實景。由現場發現，當發

煙機釋放約 40 秒後，現場能見度下降十分明顯。顯見全尺度熱煙測試可達到模擬火場濃煙分布之實況現象。

圖 10. 測試現場濃煙擴散狀況

圖11. 實驗測試現場實景

濃煙經適當之加熱，呈現與實際火場相同的火羽流現象。因此發煙機在預熱

30 秒後，隨即持續發煙 160 秒後停止發煙。當停止發煙後，持續紀錄房間內濃煙產生的能見度變化。整個實驗於 290 秒後結束。

釋放氣體在 40psi 與 80psi 之釋放壓力下，量測儀器之光度衰減變化情形。其中，釋放時間為 160 秒。所顯示之位置為中央處之光衰減曲線。由圖 12 顯示在同樣的火源情境下，不同釋放壓力時之變化。由結果顯示，釋放壓力愈大，熱

煙沉降速率愈快。最終呈現穩定後的衰減值更小。 圖 13 顯示在相同釋放壓力情境下，不同火源時之光衰減曲線變化。由圖形

顯示，火源愈小，熱煙沉降速率愈快。

25

本研究以 K-TYPE 熱電偶紀錄實驗過程中，天花板上方的溫度分布，觀察釋放壓力與火盆多寡的影響程度。當發煙機停止發煙後，持續觀察紀錄溫度變化。

圖12. 不同釋放壓力之能見度衰減曲線

(@一皿燃燒火源)

圖13. 不同火源之能見度衰減曲線 (@40psi釋放壓力)

由圖 14 顯示，不同的氣體釋放壓力，分別在 40psi 與 80psi 壓力下，量測儀

器之溫度衰減變化均十分類似。溫度皆由室溫 22℃逐漸上升，在 180 秒時達到最高的溫度值，約 30℃。然後逐漸下降，最終保持溫度在 25℃左右。由圖形顯示，在相同火源情境下，即使釋放壓力不同，溫度曲線仍會維持類似之變化。

圖 15 顯示不同火源情境下，溫度衰減曲線的變化較為明顯。在一皿的酒精火盤下，溫度由室溫 22℃逐漸上升，在 180 秒時達到最高的溫度值，約 30℃。然後逐漸下降，最終保持溫度在 25℃左右。在二皿火盤時，溫度由室溫 22℃快速上升，在 180 秒時溫度為最高溫度值，約 36℃。經逐漸下降後，最終溫度在27℃左右。由圖形顯示，在相同釋放壓力情境下，不同火源導致溫度曲線變化差異甚大。

26

圖14. 不同釋放壓力之溫度衰減曲線

(@一皿燃燒火源)

圖15. 不同火源之溫度衰減曲線

(@40psi釋放壓力)

四、驗結果與討論

全尺度熱煙實驗之優點為可清楚展現及記錄火場真實燃燒情境與煙層下降

的狀況，具有真實重現火場現場情境之功能。測試結果可與火災動態與避難模擬

軟體進行之模擬結果相互比對。最終結果可獲得一些相關參數，如煙流情形、煙

層沉降速度、火場能見度、溫度變化等。 本實驗使用發煙機進行測試，應用於全尺度煙控性能驗證，可模擬並重現火

場的煙霧效果。因產生的白煙不會污染建築物、可長時間維持漂浮於空氣中，適

合建築物大空間與室內觀察煙霧流動之情形，並且不會對室內環境產生影響。 本研究測試過程採用「煙能見度量測儀」進行記錄。應用可見光的衰減原理，

利用照度計作為逃生路徑濃煙熱煙煙層下降速率值分布的定量化量測。本實驗研

究證明： (1) 當釋放釋放壓力愈小，熱煙沉降速率愈快。 (2) 火源熱能愈小，熱煙沉降速率愈快。 (3) 當同火源情境下，釋放壓力不同，溫度衰減曲線維持。 (4) 在相同釋放壓力情境下，不同火源導致溫度衰減曲線變化較大。

27

五、致謝

本文承蒙國科會研究計畫編號 : NSC 101-2221-E-274-004 之經費補助得以順利完成，特此感謝。

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29

水蒸氣惰化含氧碳氫化合物之爆炸界限影響

Effects of inert steam on explosion limits with for oxygenated hydrocarbons

劉上豪1、廖建堯2、林農凱3、徐啟銘4

Shang-Hao Liu, Jian-Yao Liao, Nung-Kai Lin, Chi-Min Shu 國立雲林科技大學環境與安全衛生工程系

Department of Safety Health and Environmental Engineering, National Yunlin University of Science and Technology, Yunlin, Taiwan

摘要

易燃性液體與可燃性氣體在化學工業中使用相當廣泛，爆炸界限為易燃性液

體與可燃性氣體火災爆炸危害的重要指標。本研究利用質能平衡之關係，假設絕

熱火焰溫度不變的條件下，探討含氧基碳氫化合物在以水蒸氣作為惰化劑，對其

惰化混合物之爆炸界限進行預測，並以實驗數據作為佐證。本研究初始條件設定

大氣壓為 1 atm、溫度為 150 oC，使用 20 升爆炸鋼球以獲取爆炸界限數據，含氧基碳氫化合物則選用甲醇、丙酮及甲酸甲酯，惰化劑則為水蒸氣。研究結果顯

示，理論線性關係在爆炸上限成立，其線性迴歸值 R2 皆大於 0.992，而水蒸氣也有效惰化甲醇、丙酮及甲酸甲酯，爆炸界限會隨著水蒸氣含量增加而逐漸縮小，

直至惰化點為止。

關鍵字: 爆炸界限、含氧基碳氫化合物、絕熱火焰溫度、質能平衡

Abstract Flammable vapors or gases are used widely in chemical industrial. Therefore,

explosion limits are crucial information for people who handle/operate flammable vapors or gases. With the assumptions that the adiabatic flame temperatures are the same for all limit mixtures, this study adopted energy balance to develop a theoretical model for forecasting explosion limit of inert mixtures. Moreover, the difference between theoretical and experimental data were compared. Experimental tasks were via the in a 20-L-Apparatus at 1 atm and 423 K to measure the explosion limits of methyl alcohol, acetone and methyl formate diluted with steam, respectively. 1雲林科技大學環境與安全衛生工程系，博士研究生 2雲林科技大學環境與安全衛生工程系，碩士研究生 3雲林科技大學環境與安全衛生工程系，碩士 4雲林科技大學環境與安全衛生工程系，特聘教授，E-mail: shucm@yuntech.edu.tw

mailto:shucm@yuntech.edu.tw

30

The experimental results indicated that theoretical linear relationship was established due to the coefficients of determination (R2) of the regression lines are found to be more than 0.992 for all aforementioned cases at UEL. The experimental results also indicated that steam can inert oxygenated hydrocarbons effectively. The explosion limits range of oxygenated hydrocarbons were decreased when steam volume increasing until reaching fuel inertization point.

Keywords: explosion limits, oxygenated hydrocarbons, adiabatic flame temperatures, energy balance

一、 前言

隨著工業的發展，許多工廠如石化廠、特化廠以及科技產業如半導體、光電廠皆有在製程中使用多種有害物與危險物。相對於會對環境造成危害之有害物，

危險物在其製程本質安全上則受到更多關注，因危險物常具有自燃性、易燃性及

反應性等特性，更有衍生火災爆炸之虞。隨著工業製程的發展與進步，所使用的

化學品更加繁雜也更具危險性，因此提供可燃物防止燃爆的方法對於製程安全上

是有利且重要的。 工廠在製程上使用或生產引火性液體與可燃性氣體，為避免在儲存與運輸過程中有洩漏之情形，必須定期進行保養、維護，同時也須注意是否會有使用年限

過長、材料因破損而外洩之情形。在儲存、運輸過程中也須注意空間內引火性液

體與可燃性氣體濃度，為防止作業人員在作業期間發生燃爆意外，於是在工業上

會使用惰化的方式以降低儲槽內可燃性氣體濃度，如此一來可避開爆炸 (燃燒) 界限範圍。

為防止爆炸之發生，爆炸界限 (Explosion limit) 為最重要之參數，爆炸界限係指可燃性氣體或易燃液體之蒸氣與空氣 (氧氣) 混合後，遇到火源後可達爆炸最低或最高之體積百分比，可達爆炸最低體積百分比稱為爆炸下限 (Lower Explosion Limit, LEL)，而可達爆炸最高體積百分比稱為爆炸上限 (Upper Explosion Limit, UEL)，界限範圍亦稱為爆炸範圍，為防止火災爆炸之發生，多數工廠在作業期間都會試圖避開爆炸上下限範圍。為避免火災爆炸發生，於可燃

性或易燃性液體蒸氣之混合物中添加惰性氣體，使空氣中之氧濃度低於最小需氧

濃度 (Minimum Oxygen Concentration, MOC)[1, 2]，因當惰性氣體含量增多會使爆炸範圍縮小而抑制易燃性物質的易燃特性避免爆炸情況發生[3]。 為降低氧氣在製程中的濃度，化工廠多使用惰性氣體取代空氣以避免可燃性物質達燃爆範圍內。常見的惰性氣體如氮氣 (N2)、水蒸氣 (H2O) 以及二氧化碳(CO2)，而藉由加入惰性氣體使可燃性氣體濃度下降至燃爆範圍外稱為惰化 (Inert)，由於惰性氣體不參與反應而使災害發生機率大幅減小。 為防止火災爆炸危害發生，在過去有許多對於燃燒界限相關研究，除了有對純可燃性氣體的爆炸界限進行預測[4]，也有針對多種可燃性氣體混合物與含有

31

惰性氣體惰化情況之燃燒界限影響進行研究[5, 6]，採用 Le Chatelier’s 原理估算多種可燃性混合物的燃燒界限，也有學者將其原理延伸到系統含有惰性氣體進行

燃燒界限估算[7]。 本研究針對含氧基之碳氫化合物利用水蒸氣進行惰化，在假設絕熱火焰溫度 (Adiabatic Flame Temperatures, AFT) 不變並利用質能平衡之關係下建立理論模式，探討水蒸氣對燃燒界限之影響，利用理論計算結果對實驗數據進行驗證，實

驗部份則使用常見的有機溶劑如甲醇/水、丙酮/水以及甲酸甲酯/水作進行試驗，利用上述物質於爆炸上下限之產物進行定性分析，以瞭解是否與平衡假設之產物

相符。

二、 材料與方法

2.1.理論 一般來說，在許多文獻中可燃性物質之爆炸界限可用體積百分比 (vol.%) 來表示；然而，含氧碳氫化合物可在大氣壓下視為理想氣體，爆炸界限可作為莫耳

分率解釋，這是本研究所採用的表示式來解釋。為使接下來的理論推倒過程能夠

清楚表達，因此先說明符號所代表之意義: (1) U為可燃物惰化之燃燒上限，可燃物與混合物 (可燃物、空氣以及惰性氣體) 之莫耳百分比，U=Fuel/(Fuel+Inert+Air) 在未惰化情況下；(2) U1為含氧基碳氫化合物在UEL時，可燃物與混合物 (可燃物與空氣) 之莫耳分率，即U1=Fuel/(Fuel+Air)；(3) L為可燃物惰化之燃燒下限，可燃物與混合物 (可燃物、空氣以及惰性氣體)，即L=Fuel/(Fuel+Inert+Air)；(4) L1為含氧基碳氫化合物在LEL時，可燃物與混合物 (可燃物與空氣)之莫耳分率，即L1=Fuel/(Fuel+Air)； (5) x為可燃性物質與惰系氣體混合物之莫耳分率，即x=Fuel/(Fuel+Inert)。 2.1.1.燃燒上限理論模式 含氧基碳氫化合物在未惰化之燃燒上限，因燃料過量而氧氣少量的情況下，可燃性物質沒有完全燃燒，我們假設燃燒 1 mole 的含氧碳氫化合物 (CaHbOc)可產生a1 mole 的CO、b1/2 mole 的H2，因此相對應的化學劑量關係燃燒反應式如下：

𝐶𝑎𝐻𝑏𝑂𝑐 + �𝑎 −𝑎1 + 𝑐

2+𝑏 − 𝑏1

4�𝑂2 → 𝑎1 + (𝑎 − 𝑎1)𝐶𝑂2 +

𝑏12𝐻2 +

𝑏 − 𝑏12

𝐻2𝑂

∆𝐻 = −∆ℎ𝑐 (1)

根據式 (1) -∆hc為燃燒 1 mole含氧基碳氫化合物的反應熱，根據式 (1) 可將反應物、生成物與氧氣莫耳數之比值簡化為符號，以下符號在本節中定義:

32

𝑘 =1

𝑎 − (𝑎1 + 𝑐) 2⁄ + (𝑏 − 𝑏1) 4⁄

𝑞 =𝑎1

𝑎 − (𝑎1 + 𝑐) 2⁄ + (𝑏 − 𝑏1) 4⁄

𝑟 =𝑎 − 𝑎1

𝑎 − (𝑎1 + 𝑐) 2⁄ + (𝑏 − 𝑏1) 4⁄

𝑠 =(𝑏 − 𝑏1)/2

𝑎 − (𝑎1 + 𝑐) 2⁄ + (𝑏 − 𝑏1) 4⁄

𝑡 =𝑏1/2

𝑎 − (𝑎1 + 𝑐) 2⁄ + (𝑏 − 𝑏1) 4⁄

在此小節假定為真的假設包含: (U1) 氧氣在UEL完全反應； (U2) 惰性氣體存在

下，在式 (1) 化學劑量關係式不會改變；以及 (U3) 在UEL時，所有混合物絕熱

溫度上升相同。

根據假設U1與U2所有反應物與生成物在燃燒反應前後的莫耳數可以被計算。

在燃燒前有U莫耳的含氧基碳氫化合物、U/x莫耳的混合氣體、(U/x-U)莫耳的惰

化蒸氣以及(1-U/x)莫耳的空氣。在燃燒過後氧氣應為 0 mole因為假設U1在UEL

時需要氧氣完全反應。當假設U2需要燃燒反應的化學劑量關係式在有惰性氣體

存在下不會改變，所有燃燒產物的數量可根據化學劑量關係式 (1) 計算，表 1

總結了所有反應物包含在其UEL燃燒 1 mole總混合物燃燒反應前後莫耳數。

33

表 1 於燃燒上限惰化混合物之燃燒前後的物質莫耳分率

化合物名稱 燃燒前莫耳分率 燃燒後莫耳分率

含氧基碳氫化合物 U 𝑈 − 0.21𝑘 �1 −𝑈𝑥�

空氣

氮氣 0.79 �1 −𝑈𝑥�

0.79 �1 −

𝑈𝑥�

氧氣 0.21 �1 −𝑈𝑥�

0

一氧化碳 0 0.21𝑞 �1 −𝑈𝑥�

二氧化碳 0 0.21𝑟 �1 −𝑈𝑥�

水 𝑈𝑥

(1 − 𝑥)

0.21𝑠 �1 −𝑈𝑥� +

𝑈𝑥

(1 − 𝑥)

氫氣 0 0.21𝑡 �1 −𝑈𝑥�

假設氧氣完全被消耗，在 UEL 下燃燒 1 mole 混合物所釋放的熱可使用下式計算:

∆ℎ = 0.21𝑘 �1 −𝑈𝑥� (−∆ℎ𝑐)

(2)

此外，燃燒產物總熱容 (包含未燃燒之反應物) 可被計算為

𝐶𝐶＝�𝑈 − 0.21𝑘 �1 −𝑈𝑥��𝐶𝐶𝑓 + 0.79 �1 −

𝑈𝑥�𝐶𝐶𝑁2 + 0.21𝑞 �1 −

𝑈𝑥�𝐶𝐶𝐶𝑂

+ 0.21𝑟 �1 − �𝑈𝑥��𝐶𝐶𝐶𝑂2 + �0.21𝑠 �1 −

𝑈𝑥� +

𝑈𝑥

(1 − 𝑥)� 𝐶𝐶𝐻2𝑂

+ 0.21𝑡 �1 −𝑈𝑥�𝐶𝐶𝐻2

(3)

34

Cp為燃燒產物總熱容，Cpf, CpN2, CpCO, CpCO2, CpH2O以及CpH2分別為含氧基碳氫化合物、氮氣、一氧化碳、二氧化碳、水以及氫氣之莫耳熱容。 將式 (3) 含有 U 的式子結合在一起得出下列式子:

𝐶𝐶＝�𝑈 − 0.21𝑘 �1 −𝑈𝑥��𝐶𝐶𝑓 + 0.79 �1 −

𝑈𝑥�𝐶𝐶𝑁2 + 0.21𝑞 �1 −

𝑈𝑥�𝐶𝐶𝐶𝑂

+ 0.21𝑟 �1 − �𝑈𝑥��𝐶𝐶𝐶𝑂2 + �0.21𝑠 �1 −

𝑈𝑥� +

𝑈𝑥

(1 − 𝑥)� 𝐶𝐶𝐻2𝑂

+ 0.21𝑡 �1 −𝑈𝑥�𝐶𝐶𝐻2

(4) 為符號簡便起見，以P1定義如下:

𝑃1 ≡ 0.21𝑘𝐶𝐶𝑓 − 0.79𝐶𝐶𝑁2 − 0.21𝑞𝐶𝐶𝐶𝑂 − 0.21𝑟𝐶𝐶𝐶𝑂2 − 0.21𝑠𝐶𝐶𝐻2𝑂− 0.21𝑡𝐶𝐶𝐻2

(5)

將式 (5) 代入式 (4) 後並重新整理後得

𝐶𝐶 = 𝑈�𝐶𝐶𝑓 − 𝐶𝐶𝐻2𝑂� +𝑈𝑥

(𝑃1 + 𝐶𝐶𝐻2𝑂) − 𝑃1

(6)

根據假設U1與假設U2，每個物質包含經過燃燒程序燃燒反應前後之莫耳數都可被計算，計算結果總結於表 2。

表 2 於燃燒上限未惰化混合物之燃燒前後的物質莫耳分率

化合物名稱 燃燒前莫耳分率 燃燒後莫耳分率

含氧基碳氫化合物 U1 𝑈1 − 0.21𝑘(1 − 𝑈1)

k 空氣

氧氣 0.79(1 − 𝑈1) 0.79(1 − 𝑈1)

氮氣 0.21(1 − 𝑈1) 0

一氧化碳 0 0.21𝑞(1 − 𝑈1)

35

二氧化碳 0 0.21𝑟(1 − 𝑈1)

水 0 0.21𝑠(1 − 𝑈1)

氫氣 0 0.21𝑡(1 − 𝑈1)

根據表 2，在 UEL 下燃燒 1 mole 的燃料混合物所釋放的熱為

(∆ℎ)1 = 0.21𝑘(1 − 𝑈1)(−∆ℎ𝑐) (7)

燃燒 1 mole 燃料混合物之燃燒產物總熱容可以下式計算:

𝐶𝐶 = �𝑈1 − 0.21𝑘(1 − 𝑈1)�𝐶𝐶𝑓 + �0.79(1 − 𝑈1)�𝐶𝐶𝑁2 + �0.21𝑞(1 − 𝑈1)�𝐶𝐶𝐶𝑂+ 0.21𝑟(1 − 𝑈1)𝐶𝐶𝐶𝑂2 + 0.21𝑠(1 − 𝑈1)𝐶𝐶𝐻2𝑂 + 0.21𝑡(1 − 𝑈1)𝐶𝐶𝐻2

(8)

將式 8 中含有U1式子結合結合在一起並代入式 5 可得

𝐶𝐶1 = 𝑈1�𝐶𝐶𝑓 + 𝑃1� − 𝑃1

= 𝑈1�𝐶𝐶𝑓 − 𝐶𝐶𝐻2𝑂� + 𝑈1�𝐶𝐶𝑓 + 𝐶𝐶𝐻2𝑂� − 𝑃1 (9)

比較燃燒 1 mole總混合物與 1 mole的燃料混合物在相對應的UEL釋放熱，以下結果為從假設U3所得之結論

∆ℎ(∆ℎ)1

=𝐶𝐶∆𝑇𝐶𝐶1∆𝑇1

=𝐶𝐶𝐶𝐶1

(10)

∆T與∆T1分別為燃燒總混合物與燃料混合物絕熱溫度上升。將式 2、6、7 以及式 9 代入式 10 可得

0.21𝑘(1 − 𝑈 𝑥⁄ )(−∆ℎ𝑐)0.21𝑘(1 − 𝑈1)(−∆ℎ𝑐)

=𝑈�𝐶𝐶𝑓 − 𝐶𝐶𝐻2𝑂� + (𝑈 𝑥⁄ )(𝑃1 + 𝐶𝐶𝐻2𝑂)− 𝑃1

𝑈1�𝐶𝐶𝑓 + 𝑃1� − 𝑃1

(11)

將 -∆hc從式 11 消去並整合式 11 所有含有U項目，可得

1𝑈

＝𝑈1𝐶𝐶𝑓 + (1 − 𝑈1)𝐶𝐶𝐻2𝑂

𝑈1𝐶𝐶𝑓1𝑥

+(1 − 𝑈1)�𝐶𝐶𝑓 − 𝐶𝐶𝐻2𝑂�

𝑈1𝐶𝐶𝑓

(12)

將式 (12)重新整理改寫後可得

36

1𝑈

＝1𝑈1

+𝑈1𝐶𝐶𝑓 + (1 − 𝑈1)𝐶𝐶𝐻2𝑂

𝑈1𝐶𝐶𝑓�

1𝑥− 1�

(13)

從式 13 可輕易瞭解係數 ((1/x)-1) 項目為常數項對於給定含氧基碳氫化合物，定義 Øu 如下:

∅𝑈 ≡𝑈1𝐶𝐶𝑓 + (1 − 𝑈1)𝐶𝐶𝐻2𝑂

𝑈1𝐶𝐶𝑓

(14)

因此，式 13 可用更緊湊的形式表示如下:

1𝑈

=1𝑈1

+ ∅𝑈 �1𝑥− 1�

(15)

式 15 可用來預測含氧基碳氫化合物經蒸氣稀釋後之理論模型，利用((1/U)-(1/U1))對((1/x)-1)作圖可得穿過原點一直線，在結果與討論部份會檢視此理論是否支持現有的實驗方法。 2.2.研究方法 本研究所使用的含氧基碳氫化合物為甲醇、丙酮以及甲酸甲酯，這些物質皆為含氧基碳氫化合物之可燃性物質，且為普遍使用之溶劑，根據其官能基可分為

三類: 醇類 (甲醇)、酮類 (丙酮) 以及酯類 (甲酸甲酯)。 實驗初始條件設定在壓力為 1 大氣壓與溫度 150 oC下進行，選擇此溫度原

因為實驗所使用的含氧基碳氫化合物沸點皆低於 150 oC，可確保其完全揮發成器相以利實驗之進行。溶液配置則利用莫耳分率 (Fuel/(Fuel+Inert)) 比例下換算得知含氧碳氫化合物與惰化物水各別所需量，實驗先以比率 0.25、0.5、0.75 為主要大刻度，決定其爆炸上下限，直到接近惰化點再劃分小刻度進行取點。實驗

進行前先將熱煤油升溫至實驗所需之溫度並維持恆溫。而爆炸爆炸上下限測定方

法為先取樣品 1 mol%或 2 mol%開始測試，首先以大範圍進行測試，待接近上限點時再以每次增加 0.1–0.5 mol%進行測試，若連續三次以上均無法引爆則進行下一個能夠引爆之濃度值，此濃度為爆炸上限 (UEL)；反之，當接近下限點時再以每次減少或增加樣品 0.1–0.5 mol%，直到連續三次以上均無法引爆的濃度為止則往上一個能夠引爆之濃度值，極為爆炸下限 (LEL)。

本研究所使用的儀器為 20 升爆炸鋼球，如圖 1 所示，此爆炸鋼球符合美國材料試驗學會 (American Society for Testing and Materials, ASTM) 1226 與德國工程師組織 (Verein Deutscher Ingenieure, VDI) 2263 所訂定之規範。20 升爆炸鋼球具有耐溫、耐壓較佳之優點且多用於粉塵測試，但稍經改良後即可測試可燃性

氣體與易揮發性液體燃爆參數。 本研究儀器設備包含以下 4 個系統: (a) 溫度系統，使用恆溫油浴槽加熱煤

油並維持恆溫，使用泵將熱煤油泵進鋼球夾層內，控制實驗所需溫度；(b) 壓力系統: 可用來量測爆炸所產生的壓力；(c) 點火系統: 選用選用 KESP 320 ，點

37

火方式為使用 KSEP 6.0f 軟體操作點火步驟使鐵釘尖端放電點火；(d) 數據傳輸系統: 透過 KSEP 332 壓力傳輸器將量測到的壓力數據傳回電腦，最後再使用 KSEP 6.0f 軟體進行數據計算。本研究儀器設備如圖 2 。

圖 1 20 升爆炸鋼球裝置圖

(a) (b)

(d)

(c)

圖 2 20 升爆炸鋼球之控制系統與配置圖

(a) 溫度系統 (b) 壓力系統 (c) 點火系統 (d) 數據傳輸系統

在本研究中所使用之實驗方法為ASTM標準試驗方法，如ASTM 681-09[8]、E918-83[9]以及 E 2079[10]，而實驗分成三個階段，第一階段根據 ASTM 681-09首先將鋼球內抽取真空並充入空氣，以確保在實驗進行前鋼球內無其它殘留之揮

發性廢氣[8]；第二階段於添加惰化劑之前先添加燃料，之後空氣導入鋼球內直到初始條件 (101 kPa)；最後階段，我們必須確定爆炸是否有在特定的惰化比例

38

發生。根據 E 918-83 當壓力上升超過或等於初始試驗壓力的 7%可被認定為爆炸[9]。此外，根據 E 2079 將點火能量設定為 10 J。

三、 結果與討論

水蒸氣惰化甲醇、丙酮以及甲酸甲酯之爆炸上下限結果數據如表 3–5 所示，而圖 3–5 為依據表 3–5 數據所繪成。由圖 3–5 可看出含氧基碳氫化合物之爆炸界限會隨著水蒸氣含量增加而逐漸縮小，直至惰化點 (Fuel inertization point, FIP) 為止。有文獻指出惰性氣體加入會取代原本的空氣，但在爆炸下限時，燃料為限

制性材料，必須達到下限濃度才會產生燃燒爆炸反應，因此無論空氣是否增加或

減少都無法達到燃燒爆炸反應的濃度點為惰化點[11]。

表 3 水蒸氣惰化甲醇之爆炸界限

莫耳分率 (x) LEL/mol.% UEL/mol.%

0.130 6.2435 6.7638

0.150 7.1106 8.1512

0.170 6.2435 8.6715

0.200 6.4169 10.0590

0.250 6.4169 13.5276

0.500 6.4169 21.6788

0.750 6.0701 31.0441

1.000 5.7232 41.1030

39

表 4 水蒸氣惰化丙酮之爆炸界限

莫耳分率 (x) LEL/mol.% UEL/mol.%

0.080 3.4686 3.4686

0.090 2.9483 3.9889

0.100 2.7749 4.1623

0.250 2.6015 7.6309

0.500 2.6015 10.5793

0.750 2.6015 12.8339

1.000 2.615 13.8744

表 5 水蒸氣惰化甲酸甲酯之爆炸界限

莫耳分率 (x) LEL/mol.% UEL/mol.%

0.125 6.2435 6.5904

0.150 5.2029 7.6309

0.200 4.8561 9.3652

0.250 4.8561 11.0995

0.500 4.8561 17.6899

0.750 4.8561 22.8928

0.900 4.8561 25.6677

1.000 4.8561 28.2692

40

圖 3 水蒸氣惰化甲醇對爆炸界限造成之影響

圖 4 水蒸氣惰化丙酮對爆炸界限造成之影響

41

圖 5 水蒸氣惰化甲酸甲酯對爆炸界限造成之影響

圖 6–8 為水蒸氣惰化甲醇、丙酮以及甲酸甲酯爆炸上限迴歸結果，根據爆

炸上限理論模式，將((1/U)-(1/U1))對((1/x)-1)作圖，並將其強制通過原點可得一直線線性關係，其中實心點為實驗數據、紅色實線為迴歸線，甲醇、丙酮以及甲

酸甲酯迴歸線r2直接大於 0.992，可看出三種含氧基碳氫化合物之爆炸上限有高度線性關係，因此式 14 可有效解釋水蒸氣惰化含氧基碳氫化合物對爆炸上限的影響與變化，表 6 為 3 種含氧基碳氫化合物爆炸上限迴歸結果與斜率值。

42

圖 6 爆炸上限水蒸氣惰化甲醇之迴歸結果

圖 7 爆炸上限水蒸氣惰化丙酮之迴歸結果

43

圖 8 爆炸上限水蒸氣惰化甲酸甲酯之迴歸結果

表 6 甲醇、丙酮以及甲酸甲酯於爆炸上限之迴歸數值

化合物名稱 R2 斜率 (實驗值) 標準差

甲醇 0.9942 1.7623 0.0520

丙酮 0.9920 1.8801 0.0689

甲酸甲酯 0.9976 1.6520 0.0307

若提出的假設U1–U3能描述燃燒反應，模式可準確預測爆炸上限，在此假設下表 7 中斜率值應會與式 14 計算所得之結果相同，但實際觀察結果卻非如此。從文獻中可瞭解對於Øu理論值與實驗落差之原因，因碳氫化合物之絕熱火焰溫度值尚未統一，有學者認為其溫度在 1,550 K[12]或 1,200 K[13]，也有學者認為落在 1,000–1,500 K之間[14]，而本研究將絕熱火焰溫度設為 1,400 K，Øu理論值與實驗所得知斜率如表 7，表 7 可看出在不確定絕熱火焰溫度的情況下，理論值與實驗值會有所落差。

44

表 7 甲醇、丙酮以及甲酸甲酯 Øu 理論值與實驗值之比較

化合物 Øu 實驗值 Øu 理論值 (式 14)

甲醇 1.7923 1.9126

丙酮 1.8801 2.6536

甲酸甲酯 1.6520 2.3690

表 8 則列出所有物質平均熱容量數值，依據文獻所提出之 1,000–1,600 K絕熱火焰溫度，表中從本研究所設定之起始溫度 423 K 至表中所列之溫度，參考 DIPPR (Design Institute for Physical Propetry) 資料庫計算所得，除平均比熱容量之外，特定物質之絕熱火焰溫度用於 Øu 的計算也是不可少的一部分。

表 8 化合物於 423 K 治所列溫度之比熱容

化合物名稱 1,000 K 1,100 K 1,200 K 1,300 K 1,400 K 1,500 K 1,600 K

甲醇 12.4528 13.1309 13.8004 14.4506 15.0749 15.6702 16.2349

丙酮 31.9359 33.1061 34.1596 35.1089 35.9659 36.7415 37.4454

甲酸甲酯 14.9948 15.7994 16.5288 17.1917 17.7953 18.3464 18.8507

水 9.0122 9.1599 9.3082 9.4554 9.6011 9.7435 9.8821

Øu理論值與實驗值之落差在於提出之假設與實際惰化情形有偏差所導致，從圖 3–5 也可看出當惰性氣體到一定量時，爆炸上限與下限會交於一惰化點，此點之情形即偏離原先假設，代表上下限較缺乏之物質已不同於假設之情形，因

此建議以實驗數據決定 Øu 會較為妥當，進而準確預測惰化後之爆炸上限。 從式 14 也可瞭解到當易燃性物質爆炸上限較高，惰化結果影響較小，即當爆炸上限越接近 1 時，(1-U1)則更趨近於 0 ，使Øu不受CpH2O之影響，此結果也可從圖 6–8 觀察得知，也是造成計算之Øu與實驗所得之斜率偏差原因。

四、 結論

本研究結果顯示，以水蒸氣作為惰化劑可有效惰化含氧基碳氫化合物，使其燃燒爆炸界限範圍縮小，直到惰化點為止。 過往對於燃燒爆炸界限之估算相關研究中，惰化混合物的相關研究一直被受關注，經理論分析可得知碳氫可燃物與惰性氣體混合物之燃燒上限的倒數與該

混合物中碳氫化合物之莫耳分率倒數有線性關係。本研究以質能平衡關係，假設

絕熱火焰溫度不變情況下，探討水蒸氣惰化對含氧基碳氫化合物 (甲醇、丙酮以及甲酸甲酯) 之爆炸界限之影響，結果發現在爆炸上限時，實驗數據迴歸之決定

45

係數皆大於 0.992 以上，由此可得知爆炸上限理論模式具有高度可信性。

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46

火災時人員疏散時間經驗公式之評估

Evaluation of the empirical models for evacuation time in the event of fire 陳宇翔1、呂牧蓁2*

Yu-Hsiang Chen, Mu-Chen Lu 弘光科技大學職業安全與防災研究所

Institute of Occupational Safety and Hazard Prevention, Hungkuang University, Taiching, Taiwan

弘光科技大學環境與安全衛生工程系 Department of Safety, Health and Environmental Engineering, Hungkuang University,

Taiching, Taiwan

摘要

火災時，疏散時間的長短是決定人員是否能存活的重要關鍵，因此正確預估

建築物的疏散時間變得非常重要。近年來有關於模擬人員運動之軟體發展迅速，

模擬能力與正確性均大幅改善，並且經過嚴格驗證。然而早期緊急應變演練的疏

散軟體並不盛行，因此需藉由疏散演練等方式來研究人員疏散所得到的數據來推

導出不同的疏散時間經驗公式，但是這些公式的正確性或使用限制卻少有文獻探

討。因此本研究採用美國國家標準局（National Institute of Standards and Technology）所研發出來的軟體--FDS+Evac 探討 SFPE 消防工程手冊中所列之Melinek and Booth、Togawa 及 Pauls 等人所提出之三種理論公式的有效性。模擬案例為一座兩層樓及一座八層樓建築物，結果發現在高層建築物中，Togawa 理論式適用於低人口密度，Pauls 非線性理論室則適用於高人口密度，而 Melinek and Booth 則呈現一致性之偏差。

關鍵字：疏散、FDS+Evac、理論公式

Abstract In the event of fire, the length of time spent trying to escape is a significant

determinant of survival. Therefore, it is important to correctly predict the required evacuation time for a building. Recently, simulation sofewares of the movement of people have been thriving. These softwares have been improved significantly in capacity and validation under rigorous tests. However, evacuation softwares used in 1弘光科技大學職業安全與防災研究所，畢業生 2*弘光科技大學環境與安全衛生工程系，助理教授

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E-mail: muchen@sunrise.hk.edu.tw emergency drilling had not been popular in early. Therefore, researchers usually

conduct many drills to study evacuation. Therefore, one of the supreme model—FDS+Evac, developed in the NIST, is

used in our study to validate Melinek and Booth’s, Togawa’s, and Pauls’empirical models, which proposed in the SFPE handbook for fire protection engineering.

In our study, the simulated cases consist of a two-floor building and an eight-floor building. The results show that in the high rise building, Togowa’s theoretic model predicts well for evacuation correct in low population density case, while Pauls’ nonlineat theoretic model works better in the high population density case. Melinek and Booth’s model shows similar results in either case.

Keywords: Evacuation, FDS+Evac, Theoretic formula

一、前言

火災時，疏散時間的長短是決定人員是否能存活的重要關鍵，因此正確預估

建築物的疏散時間變得非常重要。由於早期科技發展之限制，因此對於研究人員

疏散方面，各國學者皆是藉由多次觀察、演練以及問卷調查等方式，再從人員避

難過程中所呈現出的行為反應，進而推導出多種不同的理論公式如與建築物出口、

走廊通過流量及樓梯間流量等。而到至今為止這些理論公式仍然應用在建築設計

上面。其中常使用到的理論公式為 SFPE 消防工程手冊所列之 Togawa、Melinek and Booth 及 Puals 這三套公式。

在這當中 Togawa 主要針對人員從最遠的距離至最遠的門口所計算出值作為總避難時間[1, 2]；Melink 和 Booth 之理論公式則類似於 Togawa 之理論公式，主要不同的地方是此公式重點在高層建築物總疏散時間計算，但使用時需要符合兩

項條件，分別為所有人員進入樓層到出口的流率時間超過在低人口建築物兩層樓

之間所需的行進時間，以及較高樓層人員之建築物，人員從單一樓層進入流率時

間超過樓層之間的行進時間[1, 2]；Pauls 則是以實證方式詳細記錄疏散人員當時情況以及數據，找尋出之間關聯性並且推導出來，之後從這當中提出一項人流之

有效寬度觀念，這是指線性函數中扣掉每一側牆壁邊界（150mm 或 6in）或是每一邊扶手邊界（90mm 或 3.5in）。另外有效寬度模式會將人員左右晃動現象列入考慮，尤其是當人群緩慢行進下，不像傳統單位寬度模式是將人員以靜態方式呈

現出來[1, 2, 3]。 由以上得知早期的理論公式有基本觀念，但是這些理論公式卻沒有詳加整理，

也因為早期疏散軟體開發速度較為緩慢，因此沒有辦法與疏散軟體進行相關驗證，

造成後人在使用疏散軟體驗證理論公式時卻無法找尋到最適當的公式，因此藉由

FDS+Evac 軟體整理，來探討各種理論模型之有效性。其研究目標為：FDS+Evac軟體模擬不同樓層時，不同的出口寬度、樓層寬度及樓層等來探討三位學者提出

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理論公式之有效性。

二、方法

2.1 軟體介紹 本研究採用美國國家標準局（National Institute of Standards and Technology）所研發之 FDS 軟體，此軟體發展至 5.0 版後，以加入 FDS+Evac 模組之社會力模式，因此可以單獨模擬火災情境，也能單一模擬人員避難逃生，特別之處就是人

員能以獨立個體分別呈現，而且都能以自己的策略進行避難。因此在模擬疏散過

程中可能會發生推擠、排隊甚至回堵等現象。人員身體呈現方式，此軟體是將人

員簡化成如圖一之幾何形狀，並且有五種不同類型的成員，分別為成人、男性、

女性、小孩及老人。每位成員類型皆各自擁有特定步行速度與身體尺寸，如表一

[4]。人員之運動模式則是採用德國物理學家 Helbing 等人所發展出之社會力模式為起點，再藉由 Langston 等人所介紹之運動模式加以實現。每個人的運動由式 1決定[5, 6, 7]：

)()(

)(2

2

ttfdt

txdm ii

ii x+= （1）

( )txi 為人員 i在時間 t的位置， )(tf i 是環境對人施加的力量； im 是質量； )(tix

指的是一個微小的擾動力。

圖一、建立人員尺寸之幾何形狀

表一 五種不同人員類型之步行速度與身體尺寸

人員類型 步行速度(m/s) 身體尺寸(m) 成人 1.25±0.30 0.255±0.035 男性 1.35±0.30 0.270±0.020 女性 1.15±0.20 0.240±0.020 小孩 0.90±0.30 0.210±0.015 老人 0.80±0.30 0.250±0.020

2.2 理論公式 2.2.1 Togawa 理論公式 在理論公式中，以日本學者Togawa所提出的避難時間公式較為廣泛使用[1, 2, 8]，若將人員從最遠門口之最短距離以ks表示，步行速度以v表示，假如人員到達最遠門口時，此時後面人員流動情形也是連續性，其簡化公式如式（2）表示。

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而此簡化公式適用於L形結構[9]：

vk

NBN

T sa +''

= （2）

T = 時間；Na =逃生人員全部的數量；B’ =第二個門口的寬度（m）；N’ =從第二個門口流出人員的數量（persons/m．s）；ks =逃生人員的前端至最遠門口的距離（m）；v =人群走路的速度。 使用簡化公式計算時，主要分成兩個部分，第一部分為「瓶頸控制階段」，主要是將室內所有人員同時在出口處聚集，在同一個時間下往出口方向進行避難；

第二部分為「距離控制階段」，主要是以人員從室內離出口可能的最遠距離，以

數個 L 形的路徑來計算，之後再將瓶頸控制階段與距離控制階段兩者相加起來，以求出人員所需的總避難時間。 2.2.2 Melinek and Booth 理論公式

Melinek 和 Booth 理論公式與 Togawa 很類似，其差異性在於 Melinek 和Booth 所提出最少總疏散時間之理論公式適用於高層建築物。因此計算時，首先假設所有人員最初在出口的樓梯處等待並且人員離開地面層時並不會減少上面

樓層的流率[1, 2, 8]。假設： r 層以上的人員應為：

∑=

=n

riiQ

（3）

從 r 層進入樓梯進行下樓之人員最小時間：

( )1-"/)(∑ rn

rii bNQ

=

= （4）

最後人群到達地面層的最後時間： =rt s (5)

然而從公式（4）及（5）可以結合出：

( ) srn

riir rtbNQT +=

=1-"/)(∑ （6）

其中： Qi =第r層樓的人數 br = r層樓和第r-1 樓層之間的樓梯寬度 N'' =下樓梯時每個單位寬度的人員流動速率 t s =沿一個情況人群不受阻礙的成員向下的時間，通常約 16 秒

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Tr=從第r層以上人員逃生時的最小時間。 從公式（6）中Tr得到n值(r = 1 to n)。然而最小避難時間Te，指的是整個建築物人員避難時間等於Tr的最大值。 2.2.3 Pauls 理論公式

Pauls 理論公式與前述 Togawa、Melink 和 Booth 理論公式不太相同，其原因Pauls是藉由觀察許多人員在高層建築物的避難演練，之後記錄每一次演練情況，並且藉由這些紀錄推導出有效寬度的觀念，而有效寬度中有另一個發現，即是平

均疏散流量（每公尺的有效樓梯寬度）與疏散人口（每公尺的有效樓梯寬度）並

以非線性方式變化[1, 2, 8]。此公式如下：

27.0206.0= pf （7）

在這裡： f=每公尺有效寬度樓梯所能通過人員流量。 p=每公尺有效寬度樓梯要疏散的人數。 在預測疏散時間上，式（7）只處理流率時間。有一個簡單方式預測需要建立一半流率之啟動時間。此經驗導出啟動時間，當增加流率時間時，是根據經驗

確定平均流率，當 41 秒時（0.68 分鐘）會產生行進時間，而 41 秒的範圍是足夠取決於建築物居住者的經驗和疏散的方式。若在實際火災或其他緊急情況下時，

則需要更長的時間進行疏散。 從（7）中啟動時間為 41 秒，並且推導出兩個預測公式，在預測方程式適用情況下，在這裡有效樓梯寬度以不超過 800person/m。

其中： 非線性公式：

73.0081.0+68.0= pT （8）

線性公式：

pT 0117.0+00.2= （9）

在這當中： T =最少時間，單位分鐘，完成由樓梯不受控制總疏散 p=每公尺有效樓梯寬度的實際疏散人口，測量正上方水平流量出口 若當有效樓梯寬度超過 800person/m 時，此時則需使用下列方程式：

pT 133.0+70.0= （10）

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2.3 模擬案例 本研究是以一棟兩層樓場所作為模擬空間，假設發生地震，人員開始進行疏

散，其避難的方向為最熟悉的出口，因此模擬空間僅設定一個樓梯進出口及逃生

出入口，一、二樓面積大小皆為 12 m×12 m 之單一空間作為模擬現象。而且房間內不擺飾任何物品。藉由最空曠的條件下分別安置 100 人及 200 人，以這兩個基礎條件下帶入三位學者所提出之理論公式取得理論值，並與 FDS+Evac 軟體所計算出之模擬值進行探討，詳細模擬條件與情境參考表二、表三。

表二 模擬條件之基本設定

房間：一、二樓各 12 m x 12 m 網格：一、二樓層各 3,600 個 人員尺寸： 0.44~0.58 m (肩寬)，均勻分布 人員是否熟悉出口位置：熟悉

人員速度： 0.95~1.55 m/s，均勻分布 人員類型：成人

出口及樓梯數量：各 1 個 模擬次數：五次，並取平均值 模擬情境：地震

表三 單出口之案例規劃

人

數 出口

位置 圖示

樓梯寬度

（公尺） 出口寬度

（公尺）

100/

200 中間

0.8 1

1 1.2

1.2 1.6

2

為了確認 Melinek and Booth 以及 Pauls 是否適用高層建築物，因此另外假設

一案例來進行誤差分析比較，並且將 Togawa 一同加入比較。此模擬空間為一棟八層樓之建築物